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문제 정의
- 본 연구에서는 원통형 GFRP 쉘구조를 원형 강관링으로 보강한 시험체를 설계·제작하여 유한요소해석 및 실하중 재하 실험을 통하여 강관 보강링의 극한 휨 거동을 파악하였다.
- 본 연구에서는 원형 강관으로 보강된 원통형 GFRP 쉘구조의 극한 휨거동을 분석하고자 실험체를 설계·제작하여 정적 하중 재하 실험을 실시하여 유한요소해석 결과와 비교하였다.
제안 방법
- GFRP 및 강재의 재료적 특성을 파악하기 위하여 GFRP에 대한 휨 시험, 인장시험 그리고 강관에 대한 압축시험을 실시하였다.
- 또한 ABAQUS의 해석 조건 중 Tie option을 적용하여 GFRP 본체, 강관 보강링, 보강링의 GFRP피복의 세 가지 쉘요소를 각각 결합시켰다. GFRP 본체와 강관 보강 링이 맞닿는 부분은 Ⓑ와 Ⓔ를 잇는 곡선으로 이 선들을 따라 GFRP 본체와 강관 보강링을 Tie연결 하였다. 강관 보강 링과 GFRP 피복면의 결합은 강관 보강링의 외벽을 Master surface로 설정하고, GFRP 피복의 내측을 Slave surface로 설정하여 해석시 수렴성을 높이기 위해 Tie, Surface–to–Surface option을 사용하였다.
- 강관 보강 링과 GFRP 피복면의 결합은 강관 보강링의 외벽을 Master surface로 설정하고, GFRP 피복의 내측을 Slave surface로 설정하여 해석시 수렴성을 높이기 위해 Tie, Surface–to–Surface option을 사용하였다.
- 09mm인 강관을 사용하였다. 또 시행규정에 부합하는 시험체와 부합하지 않는 시험체를 비교하기 위하여 강관 보강링의 직경 34.0mm에 두께 2.30mm의 보강링을 사용하여 시험체를 제작하였다. GFRP 쉘 본체의 직경이 1,500mm, 1,700mm인 경우 각각 ‘D15’, ‘D17’으로 표기하였으며, 보강링의 직경이 34.
- 원통형 쉘, 원형단면의 강관 및 강관을 피복하고 있는 2mm두께의 GFRP 피복부 모두를 각각 요소의 도심축을 따라 쉘요소로 이상화하였다. 또한 ABAQUS의 해석 조건 중 Tie option을 적용하여 GFRP 본체, 강관 보강링, 보강링의 GFRP피복의 세 가지 쉘요소를 각각 결합시켰다. GFRP 본체와 강관 보강 링이 맞닿는 부분은 Ⓑ와 Ⓔ를 잇는 곡선으로 이 선들을 따라 GFRP 본체와 강관 보강링을 Tie연결 하였다.
- LVDT와 Strain 게이지의 측점은 하중 재하점을 0°로 하여 좌우로 45°, 90°에 설치하였다. 또한 하중 재하점에서 축방향으로 10cm 이격된 곳에 LVDT와 strain 게이지를 추가로 설치하였다. Fig.
- 물성실험을 통해 GFRP의 탄성계수를 7,848MPa, 항복응력을 80MPa, α와 n값을 0.1, 50으로 결정하였다.
- 상기와 같은 조건으로 작성된 유한요소해석 모델은 Fig. 5에 제시되었고 ABAQUS를 이용한 유한요소해석 결과는 실험결과와 함께 다음 장에 비교·분석하였다.
- 를 사용하여 쉘 구조의 비선형 거동에 대한 전산해석을 수행하였다. 실제 개인하수처리시설은 Fig. 1과 같이 1.5m 간격으로 보강링이 설치되어 상재하중을 지지하므로 본 연구에서는 축방향으로 1m인 원통형 GFRP 쉘구조가 강관으로 보강되었을 때의 휨거동을 해석하였다. 보강링 상부에 집중하중이 재하되면 구조물의 거동은 좌우가 서로 대칭이므로 유한요소 해석 모델은 Fig.
- 9는 4가지 시험체의 실제 실험과 유한요소해석을 통한 힘–변위 관계곡선이다. 앞 절에 기술한 바와 같이 시험체의 초기형상이 완전한 원형에 가까운 D15d42와 D17d34의 유한요소해석 결과를 실험결과와 함께 비교하였다. Fig.
- 본 연구에서는 원형 강관으로 보강된 원통형 GFRP 쉘구조의 극한 휨거동을 분석하고자 실험체를 설계·제작하여 정적 하중 재하 실험을 실시하여 유한요소해석 결과와 비교하였다. 원통형 쉘구조의 직경, 강관 보강링의 크기 변화 따른 극한 거동변화를 분석하기 위하여 네 종류의 강관 보강링을 가진 실험체를 제작하였다. 본 연구를 통한 결론은 다음과 같다.
- )의 차이는 최대 6%이내로 적게 발생하였다. 즉, 피복 두께가 2mm인 네 가지 실험체에서 강관 보강링을 피복하고 있는 GFRP의 휨 균열을 발생시키는 하중과 원통형 쉘구조의 극한하중(Pu)에 대한 유사성을 확인하였다.
대상 데이터
- (a)는 직경 1,500mm의 GFRP 쉘구조에 직경 34mm의 강관 보강링으로 제작된 시험체(D15d34)의 가력 전·후 형상이다.
- 응력비가 1보다 작고, 좌굴하중비가 2보다 큰 경우가 시행규정을 만족하는 시험체이다. 본 연구에서는 보강링의 휨강성과 GFRP 본체 직경을 실험변수로 설정하기 위하여 본체 직경이 1,500mm일 때와 1,700mm일 때 모두 만족하는 강관 보강링의 직경 42.4mm에 두께 3.09mm인 강관을 사용하였다. 또 시행규정에 부합하는 시험체와 부합하지 않는 시험체를 비교하기 위하여 강관 보강링의 직경 34.
- 시험체의 직경은 설계기준에 제한된 3,000mm 이내에서 현재 가장 일반적으로 사용 중인 1,500mm와 1,700mm로 설정하였다. 설계기준에 따라 직경이 1,500mm인 시험체의 GFRP 본체 두께를 7mm, 직경이 1,700mm인 시험체 두께를 8mm로 설정하였다. 또한 보강링의 직경과 두께는 현재 통상적으로 사용 중인 KS D3566과 BS기준에 제시된 강관들에 대하여 식 (5), (6)으로 검토하였다.
- 상기 식 (5), (6)을 적용하여 원통형 쉘구조의 시험체 설계를 수행하였다. 시험체의 직경은 설계기준에 제한된 3,000mm 이내에서 현재 가장 일반적으로 사용 중인 1,500mm와 1,700mm로 설정하였다. 설계기준에 따라 직경이 1,500mm인 시험체의 GFRP 본체 두께를 7mm, 직경이 1,700mm인 시험체 두께를 8mm로 설정하였다.
데이터처리
- 유한요소해석에 사용된 물성치는 재료실험을 통해 얻은 값을 사용하였으며 Table 9에 정리하였다. GFRP의 탄성계수는 설계규정에 제시된 값이고, 보강링으로 사용된 강재의 탄성계수와 항복응력은 재료실험치의 평균값을 사용하였다. 상기와 같은 조건으로 작성된 유한요소해석 모델은 Fig.
- 범용 유한요소해석 프로그램 ABAQUS[11]를 사용하여 쉘 구조의 비선형 거동에 대한 전산해석을 수행하였다. 실제 개인하수처리시설은 Fig.
- 원통형 쉘 구조에 집중하중이 재하될 때, 강관 보강링의 단면과 GFRP본체의 직경에 따른 힘-변위관계 및 힘-변형 거동을 계측하여 그 결과를 범용유한요소해석 프로그램인 ABAQUS[11]에 의한 결과와 비교·분석하였다.
이론/모형
- GFRP와 강관의 비탄성적 재료특성을 고려하기 위하여 ABAQUS에서 제공하는 Ramberg-Osgood Model[12]을 적용하였다. 이 방정식은 항복근처의 응력과 변형률 사이의 비선형 관계 즉, 응력–변형률 곡선을 나타내기 위한 식으로 다음의 식 (7)과 같다.
성능/효과
- (1) 강관 보강링의 피복이 파열될 때의 하중인 초기 균열하중(Pc)과 극한하중(Pu)의 차이는 최대 6%이내로 적게 발생하였다. 즉, 피복 두께가 2mm인 네 가지 실험체에서 강관 보강링을 피복하고 있는 GFRP의 휨 균열을 발생시키는 하중과 원통형 쉘구조의 극한하중(Pu)에 대한 유사성을 확인하였다.
- (2) 하중의 증가와 함께 강관 보강링의 일부가 최초 항복한 이후 강관 보강링의 연성거동으로 인하여 GFRP 피복부에 초기 균열이 발생하는 파괴시 변형률은 최초 항복하중시에 발생된 변형률보다 2∼3배 이상 크게 발생하여 강관링으로 보강된 GFRP 쉘구조의 휨거동에 대한 충분한 연성도가 발휘됨을 파악하였다.
- (3) 보강링의 직경을 변화시켜 휨 강성을 2.6배 증가시킨 실험체는 항복하중(Py), GFRP피복의 균열하중(Pc), 극한하중(Pu)이 1.6∼2.6배 증가하여 보강링의 휨 강성이 전체 쉘구조의 극한강도 증진에 효과적임을 확인하였다.
- (b)의 강관 보강링은 하중재하부와 지점부 및 90° 이격된 부분이 항복되어 검게 표시되는 것을 확인할 수 있다.
- GFRP의 초기 탄성계수는 평균 7,300∼7,900MPa로 나타났으며, 평균 7,600MPa로 시행 기준에서 제시하고 있는 7,848MPa 보다 3% 작게 측정되었다.
- 그리고 동일한 직경의 GFRP 쉘에서 보강링의 직경이 34mm에서 42.4mm로 증가하였을 때, 즉, 보강링의 휨강성이 2.56배 증가하였을 때, 초기 균열하중(Pc)과 극한하중(Pu)은 각각1.61∼2.56배, 1.70∼2.34배 증가하였으며 GFRP 쉘의 직경이 작을수록 그 효과는 크게 발생하였다.
- 극한 응력은 휨에 대하여 110∼120MPa, 인장에 대하여 90∼110MPa로 휨에 대한 강도가 1.1∼1.3배 크게 나타났다.
- 동일한 초기 균열하중(Pc)에서 강관 보강링에 부착된 게이지의 위치에 따른 변형률을 값이 가장 큰 D15d42기준으로 비교하면 하중 작용점(SG3)에서 가장 크고, 90° 위치(SG1, SG5)에서는 0.3배, 45°위치(SG2, SG4)에서는 0.07배로 미소한 값이 계측되었다.
- 모든 시험체에서 초기 균열하중(Pc)과 극한하중(Pu)의 큰 차이는 없었고 GFRP 쉘의 직경이 1,700mm, 강관 보강링의 직경이 34mm인 D17d34 시험체에서 최대 6%임을 보였다. 또한 GFRP 쉘의 직경이 1,500mm에서 1,700mm로 13% 증가하였을 때 극한하중(Pu)은 15.
- 4배 크게 나타났다. 이를 통해 보강링을 피복한 GFRP에 첫 번째 균열을 발생시키는 하중이 최종적인 극한하중(Pu)이 되고, 강관을 보강링으로 사용하여 GFRP의 파단이후 강재 보강링의 항복과 함께 연성거동이 발현되어 극한 변위는 초기 균열변위보다 4배 이상임을 알 수 있다. 강관 보강링의 단면 2차모멘트를 2,893mm4(d34)에서 74,165mm4(d42)로 2.
- 항복응력은 380∼420MPa, 항복변형률은 0.0018, 초기 탄성계수의 평균은 210,000MPa이고, 변형경화가 시작되는 변형률은 약 0.016, 변형경화구간에서 접선탄성계수의 평균치는 약2,900MPa로 초기 탄성계수의 약 1/70의 값을 나타내는 것으로 계측되었다.
후속연구
- (4) 강관 보강링의 GFRP 피복부에 최초균열이 발생하는 초기균열 하중과 추가적인 하중의 증가없이 변위만을 수반하는 극한하중이 유사하므로, GFRP 피복 두께 증가에 따른 쉘구조의 극한강도 변화에 대한 추가적인 연구의 필요성이 있다고 판단된다.
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